模块面板式土工格栅加筋土挡墙动态特性试验研究

王　贺， 杨广庆， 刘华北， 吴连海， 刘伟超， 熊保林

(1. 石家庄铁道大学 土木工程学院，石家庄　050043；2. 北京交通大学 土木建筑工程学院，北京　100044；3. 华中科技大学 土木工程与力学学院，武汉　430074；4. 铁道第三勘察设计院集团有限公司，天津　300142)



模块面板式土工格栅加筋土挡墙动态特性试验研究

王贺1,2， 杨广庆1， 刘华北3， 吴连海4， 刘伟超1， 熊保林1

(1. 石家庄铁道大学 土木工程学院，石家庄050043；2. 北京交通大学 土木建筑工程学院，北京100044；3. 华中科技大学 土木工程与力学学院，武汉430074；4. 铁道第三勘察设计院集团有限公司，天津300142)

摘要：为了研究模块面板式土工格栅加筋土挡墙在高速铁路列车载荷作用下的动力响应规律，分析其作用机理。结合室内模型试验进行了包括加筋土挡墙墙面变形、墙体加速度、动土压力、残余土压力及土工格栅拉伸应变等分布规律的研究。结果表明：墙面累积水平位移沿墙高呈单峰值分布，最大值位置靠近墙顶；挡墙内竖向加速度受频率影响较大，8 Hz时加速度出现大幅增长，加筋体内加速度沿墙高出现衰减；动土压力主要受载荷幅值及加载次数的影响，在加筋体内沿墙高逐渐衰减，垂直动土压力的衰减速率逐渐增加，水平动土压力的衰减速率逐渐减小；随加载次数的增加，残余土压力逐渐增大，沿墙高墙体中部的残余土压力稍大；筋材累积应变随加载次数的增加略微减小，沿筋长呈单峰值分布，峰值位置距墙脚水平距离从高到低逐渐减小。

关键词：模块面板；土工格栅；加筋土挡墙；动力载荷；模型试验

加筋土挡墙作为铁路路基的一部分，不但受到轨道系统、列车等静载荷作用，还承受着列车运行带来的重复载荷作用。重复载荷引起的挡墙内动应力、加速度及墙面变形等动态响应对路基稳定和线路运营条件具有重要影响。尤其随着高速铁路的发展，加筋土挡墙动态响应规律的研究成为该领域的重点课题。

对加筋土挡墙动力学行为的研究，国外专家、学者利用各种手段(现场试验、室内模型试验、共振柱试验、有限元模拟等)对单(多)级加筋土挡墙在列车或地震载荷作用下的墙面位移、共振频率、拉筋合理位置等动力响应规律进行了研究[1-3]。国内在这方面的研究起步较晚，其中杨果林[4-8]通过现场及室内模型试验较为全面地研究并总结了不同形式加筋土挡墙在动载荷作用下的加速度、动土压力等动态响应规律；其他学者，如李海深等[9-10]采用有限元模拟和室内模型试验等手段研究了加筋土挡墙的弹塑性本构模型和抗震性能等，得到了动载荷作用下的通用数值计算程序及新型格宾加筋土挡墙的动态响应规律等。

虽然目前对于加筋土挡墙进行了一系列的试验研究，但系统地研究加筋土挡墙在高速行车载荷下的动态响应规律的较少。本文通过模块面板式加筋土挡墙室内模型动力加载试验，系统地分析了加筋土挡墙的动态响应特性及形成原因。

1试验方案

1.1填料

试验填料为碎石土，其不均匀系数Cu=17.48，曲率系数Cc=0.54，为级配不良填料。

1.2土工格栅特性

筋材选用单向拉伸HDPE土工格栅。其物理特性见表1。

表1　土工格栅物理特性

1.3模型箱、挡墙尺寸及仪器布置

模型箱内壁涂刷润滑剂来减小摩擦，以降低边界效应；箱体骨架用角钢、矩形钢及顶部横向钢拉条焊接牢固，试验过程侧壁未产生变形，且加载位置及测试元件的埋设集中于中部，能够保证平面应变条件，对测试结果几乎没有影响。

模型箱(见图1)3.5 m×1.0 m×2.0 m，加筋土挡墙模型长3 m×1.0 m×1.8 m，墙面坡率为1∶0.05。土工格栅竖向间距为30 cm，铺设长度为2 m。承载部件为0.7 m×0.5 m×0.03 m钢板。面板为模块式，面板与土工格栅之间及模块之间的连接见图2，面板基础用支撑固定形成侧限，以模拟地基土体对面板基础的侧向限制作用。

图1　模型箱照片Fig.1 Picture of model box

图2　面板侧立面简图Fig.2 Sketch of side elevation of the panel

测试元件包括钢弦式土压力盒、应变式土压力盒、柔性位移计、百分表和加速度计，参数见表2。测试元件布置见图3。

表2　测试元件参数

1.4填筑要求及加载方案

挡墙填料压实采用小型手扶式冲击夯。经击实试验和试压测得填筑控制指标见表3。

表3　填料填筑控制指标

采用正弦波式加载。三种加载幅值为：60～80 kPa、60～100 kPa、60～120 kPa。由于列车基频(转向架间距、轮对轴距等)对路基的影响较大，因此试验确定四种加载频率为：4 Hz、6 Hz、8 Hz、10 Hz。以加载幅值和加载频率进行正交试验，每种条件下加动载10万次，总计120万次。加载过程中采用动态采集仪对动态数据进行实时采集，每加载10万次(即变换频率之前)暂停15 min对钢弦式土压力盒、百分表及柔性位移计数据进行采集。

注：(1) 各层水平放置的土压力盒与柔性位移计位于同一层面上，为显示清楚，在本图中竖向错开了一定距离；(2) 最上层动土压力盒应位于静土压力盒所在位置，横向错开一定距离，为显示出来则如图中所画；(3) 仪器编号中，J-加速度计，B-百分表，R-柔性位移计，H(V)-水平(竖直)放置的动土压力盒，HJ(VJ)-水平(竖直)放置的静土压力盒。图3　加筋土挡墙尺寸及测试元件布置图Fig.3 Size of reinforced retaining wall and arrangement of monitoring instrument

2试验结果与分析

2.1挡墙变形特性分析

(1) 墙面累积水平位移

墙面累积水平位移随加载次数的变化见图4。随加载次数的增加，墙面累积水平位移基本逐渐增加；两次加载幅值的增加都带来了位移的突变，这主要是由于幅值的增大破坏了土体原来的平衡条件，使靠近墙面处土颗粒重新排列；加载幅值不变的情况下，由于振动使土体逐渐达到了该载荷条件下的最大密实度，重新形成了一个更加密实、稳定的结构，所以位移很快便趋于稳定。同时筋材的水平限制作用加快了这种变化，无论加载频率是否增加，位移基本不再变化。可见，墙面累积水平位移的变化主要受加载幅值和载荷重复次数的影响，基本不受加载频率的影响。

图4　墙面累积水平位移随加载次数的分布Fig.4 Distribution of cumulative lateral displacement with load cycle number

图5为不同载荷和频率作用下墙面累积水平位移沿墙高的分布。由于外载荷在土中的扩散和衰减，墙面受其作用最大处略低，因此墙面累积水平位移沿墙高从高到低呈由小变大再减小的趋势，最大值靠近顶端，位于高1.45 m处。此外因加筋复合体的扩散角较大[11]，附加应力的衰减较快，所以墙面受较大影响的区域范围较小，位置较接近于顶端。墙面各点累积水平位移均较小，最大仅为0.144 mm，说明筋材的水平限制作用效果很好。

图5　墙面累积水平位移沿墙高的分布Fig.5 Distribution of cumulative lateral displacement along the wall height

(2) 墙顶累积竖向沉降

从图6可知，墙顶累积竖向沉降随加载次数的增加而增大；加载幅值的增加造成沉降的突增；幅值不变时，沉降逐渐趋于稳定，加载幅值越大，其趋于稳定的速度越慢，说明较大幅值对原来稳定结构的破坏程度较大，形成新的平衡的速度也较慢。同样，墙顶累积竖向沉降的变化主要受加载幅值和加载次数的影响，基本不受加载频率的影响。

墙顶平均累积竖向沉降最大为1.157 mm，数值很小，主要是因为筋材水平限制及竖向承托的双重作用。

图6　墙顶累积竖向沉降随加载次数的分布Fig.6 Distribution of cumulative settlement of the top of wall with load cycle number

2.2竖向加速度分布规律

墙体竖向加速度随加载次数的变化见图7。整体来看，挡墙竖向加速度随加载次数的增加而增大。

(1) 墙体竖向加速度受加载频率的影响较大。频率变换时加速度会突然增加，到下次变换前则基本不再变化(即加速度随加载频率的台阶式增长)。加速度的这种变化主要与振动源频率的变化有关，加载幅值不变(即行程不变)的条件下，较大频率的振动单位时间内完成的循环次数更多，这必然需要更大的振动速度，即更大的振动加速度，而反映在墙体内的振动加速度亦必然有所增加。虽然墙体的加速度亦受其刚度的影响，但加筋复合体本身的刚度就较大，则受振动影响刚度的变化较小，因此与振动源频率相比刚度变化对墙体加速度的影响较小。

(2) 加载频率由6 Hz变为8 Hz后，墙体竖向加速度出现较大幅度的增长。

图7　加速度随加载次数的变化规律Fig.7 Distribution of acceleration with load cycle number

(3)不同加载幅值，相同加载频率的情况下，振动加速度随幅值的增加而略有增长；加载量和频率均不变的情况下，随加载次数的增加，加速度几乎不变。说明墙体竖向加速度受外载荷和加载次数的影响较小，这是由于在土工格栅水平限制作用下，土体在夯实功和振动载荷作用下很快形成结构稳定的整体，同时格栅变形很小，则承受疲劳载荷的能力强，对载荷变化的反应灵敏度很低。

(4) 随加载次数的增加，加速度增幅出现减小的趋势是因为在重复载荷作用下，加筋复合体密实度增加，刚度进一步变大，而刚度越大则加速度响应越小。

综上所述，加筋土挡墙内加速度受加载频率的影响较大，受加载次数和加载幅值的影响很小。结合实际工程，说明加筋土挡墙受列车速度的影响较大，而受列车轴重和运行次数的影响很小。

此外，墙顶竖向沉降是动位移发生后形成的永久变形，而动位移可由加速度进行二次积分得到，但对比竖向加速度和墙顶沉降随加载次数的变化规律可见墙顶竖向沉降不与竖向加速度一样受频率变换的影响。分析可知，墙体动位移包括弹性变形和塑性变形两个部分(弹性变形占主要部分)，而墙顶沉降是由动位移所引起的塑性变形形成的。在压实度较高的情况下塑性变形的发展是微小、缓慢、平稳的，基本不会随频率变换发生较大的突变。

图8为距墙面不同距离断面竖向加速度沿墙高的变化情况。从图8可知，沿墙高从高到低靠近墙面处和非加筋区加速度衰减并不明显。这是由于这两个位置处距加载位置较远，上下两端受振动影响小，同时中、下部刚度较大。同时由于靠近墙面位置处压实度不足，墙面位移的原因，该处刚度较小，因此加速度较非加筋区稍大。

加载位置处加速度略有衰减是因上部距振动源较近受振动影响大且刚度小，而越向下土体刚度越大同时受振动影响越来越小。

加筋区与非加筋区加速度大小与分布没有明显差异，只与振动源频率及从加载位置向四周逐渐衰减的振动影响程度有关，说明除非墙体刚度差异较大，否则墙体加速度受刚度的影响很小。

图8　不同位置处加速度沿墙高的分布Fig.8 Distribution of acceleration along the wall height on different positions

筋材的水平限制和竖向承托作用使墙体整体的刚度更大且更为均匀，因此从加速度值来看，最大为0.18 g，整体加速度值较小，且变化不大。

2.3动土压力分布规律

2.3.1垂直动土压力分布规律

图9为不同高度层位处垂直动土压力峰值平均值随加载次数的变化情况。

整体来看，因挡墙墙面从低到高逐渐增加的水平位移释放了部分应力，所以随着加载次数的增加，除靠近墙面中、上部垂直动土压力基本不变或略有减小外，其它位置均逐渐增大，其中p-2和h1-2在加载幅值变大后出现突增，其它则变化平缓，同时从动土应力的增长速率来看，越靠近加载位置越大，层高越低越平均，如h=0.6 m层位处各点动土应力增长速率几乎相同，这是由于附加动土应力扩散和衰减的缘故。

同一加载幅值下，动土压力随加载次数的增加略有增大后逐渐趋于稳定，不随加载频率的变化而变化。这主要是因为加筋增强体在振动作用下很快便达到了该幅值水平下所能达到的最大密实度，之后动土应力则不再增加。

图9　垂直动土压力随加载次数的分布Fig.9 Distribution of vertical dynamic earth pressure with load cycle number

此外，沿筋长方向，垂直动土压力最大值出现在加载点附近，分别向墙面和筋材末端方向逐渐减小，层高越高减小速率越大，非加筋区动土应力又有所增加，尤其层位较低处。出现上述情况一是因为墙面的水平位移，二是由于非加筋区没有筋材的承托作用。

图10为距墙面不同距离处断面垂直动土压力沿墙高的变化。可以看出，不同位置的分布趋势有所不同。

靠近墙面处垂直动土压力沿墙高的分布(见图10(a))呈由小变大再减小的趋势，上部较下部略大，最大值位于高1.2 m(约为墙高的2/3)处，各点随加载幅值的增加略有增长。这一方面是由于墙面的水平位移释放了部分动应力；另一方面虽然该处受墙面位移的影响但较水平应力受影响较小，主要还是因动土应力在加筋复合体中的衰减和扩散较为迅速，且加筋使扩散角变大，这就提高了最大值出现的位置。

加载位置处垂直动土应力沿墙高的分布(见图10(b))因不受墙面变形及面板摩擦的影响而较好地展现了加筋复合体受动载作用的情况下墙体内垂直动土应力的竖向衰减情况，由图可见从高到低动土应力的衰减速率是逐渐增加的，高1.2 m以上范围内应力衰减很小，最多仅约为8.5%，而该高度以下应力的衰减程度达到了50%～55%。这是由于墙体上部靠近振动源，且加筋层数少，效果较差，越向下筋材层数越多，且在载荷作用下充分发挥了其抗拉性能，因此加筋效果较好。由此可见，动载作用下加筋土挡墙上部一定范围内为重点控制区域；要得到较好的加筋效果是需要一定的载荷作用的，因此墙体上部筋材间距可以适当增大。

非加筋区垂直动土压力沿墙高的分布(见图10(c))呈上小下大的趋势，与自重载荷的分布类似，且下部具有一定的增幅，中、上部变化不大。①由于附加动土应力的扩散和衰减；②因该处远离振动源，受外载荷影响小，主要受自重载荷控制。

图10　垂直动土压力沿墙高的分布Fig.10 Distribution of vertical dynamic earth pressure along the wall height

2.3.2水平动土压力分布规律

图11为水平动土压力峰值平均值随加载次数的变化情况。整体来看，由于加筋对土体水平位移的限制，加筋体结构性较强，仅距加载位置最近的V3-2出现略大的增长幅度，同时幅值变换时出现了突增；各点水平动土压力的增长趋势逐渐趋稳。出现上述情况主要是因振动使土颗粒很好的与筋材形成嵌挤，密实度迅速提高，较快地形成了稳定的结构。

此外，沿筋材方向，水平动土压力最大值出现在加载点附近，分别向筋材末端和墙面两个方向递减，层高越高减小的速率越大；非加筋区水平动土压力较高，尤其层位较低处;出现以上情况:① 墙面水平位移释放了部分应力;② 附加动应力的衰减和扩散;③ 非加筋区缺少了筋材的水平限制和竖向承托作用，层位越低影响越大。

水平动土压力沿墙高的分布除非加筋区外基本与垂直动土压力的分布一致(见图12)。

图11　水平动土压力随加载次数的分布Fig.11 Distribution of horizontal dynamic earth pressure with load cycle number

图12　水平动土压力沿墙高的分布Fig.12 Distribution of horizontal dynamic earth pressure along the wall height

靠近墙面位置处水平动土压力沿墙高呈由小变大再减小的趋势，下部减小较小；随加载幅值的增加上部基本不变，中、下部略有增长，但增幅不超过1 kPa。一方面是由于墙面从低到高逐渐增加的位移释放了部分应力，另一方面由于动应力的扩散和衰减，中部位移虽不算小但受动应力影响较大，而底部虽受动应力影响小但位移较小，且该处压实度较低土颗粒与格栅的嵌挤作用较弱。

同垂直动土压力，加载位置处断面水平动土压力沿墙高的分布代表了加筋复合体在外加动载作用下水平动土压力的衰减状况。与垂直动土压力不同的是，其衰减速率从高到低是逐渐减小的，可见整体较小的水平动应力因筋材作用衰减速度较快。随加载幅值的增加仅上部动土应力有所增长，中、下部几乎不变，这正是由附加动应力的衰减所造成的。

非加筋区水平动土压力沿墙高的分布呈两端小中间大的趋势，随加载幅值没有明显变化。这是由于中部受外加动载影响较大，而两端较小的缘故。

2.4残余土压力分布规律

残余土压力定义为挡墙经过动载荷作用后，挡墙内各处静土压力的变化值。为得到挡墙内残余土压力的分布规律，研究不同大小和频率的动载荷对挡墙内静土压力的影响，本试验专门采集了经历动载荷后的静土压力值并分析如下。

(1) 竖向残余土压力分布

图13为竖向残余土压力随加载次数、载荷大小和频率的变化情况。从图中可见：

竖向残余土压力随加载次数增加而增大，幅值变换时基本都会出现土压力的突增或相对较大幅度的增加；从高到低竖向残余土压力的增长幅度逐渐减小，这主要是因为附加动土应力的扩散和衰减。

加载幅值不变时，竖向残余土压力在刚开始增加后便基本不再变化，这是因为加筋复合体本身密实度就较高，结构性较强，幅值变换后很快就达到了该载荷条件下所能达到的最大密实度。同样整体来看，竖向残余土压力变化较小，也是因为此原因。

图13　竖向残余土压力分布Fig.13 Distribution of vertical residual soil pressure

靠近墙面处的竖向残余土压力由于受到墙面水平位移的影响而增长较慢、较小，甚至在顶部(HJ3-1)出现了减小。此外由于非加筋区没有筋材的加强作用，竖向残余土压力也具有一定水平。

(2) 侧向残余土压力分布

图14为侧向残余土压力在加载过程中的分布。

从图14可知，由于筋材的加强侧向残余土压力整体变化不大，只是靠近加载位置处有略微增长；靠近墙面处的侧向残余土压力因墙面水平位移的影响而基本没有变化。

不管是竖向残余土压力还是侧向残余土压力，沿墙高墙体中部残余土压力的值稍大:① 因为加筋体密实度较高，刚度较大，外加动载引起的塑性变形很小；② 因为中部土体同时受到较大的振动和自重的影响导致塑性变形较大。

综合竖向和侧向残余土压力的变化规律，加筋土挡墙墙体内残余土压力基本不受加载频率的影响而主要受到加载幅值和加载次数的影响。

图14　侧向残余土压力分布Fig.14 Distribution of horizontal residual soil pressure

2.5筋材应变分布规律

图15为土工格栅累积应变随加载次数增加而变化的情况。

从图15可知动载荷加载期间筋材累积应变随加载次数的增加基本没变化，甚至出现了略微的减小，可见筋材累积应变的增长全部出现在了填筑期间:① 由于压实功能和土重力作用的影响；② 因为筋材的抗拉能力强，变形小，除非施加很大的载荷否则在筋材充分发挥其抗拉性能的情况下很难形成较大的变形，说明土工格栅对载荷变化的反应灵敏度很低；③ 因为振动使土颗粒重新排列的同时，给了筋材一定的空间产生回弹收缩。随着密实程度的增加加筋复合体重新形成了稳定的结构，从而使筋材应变在降低后又逐渐趋于稳定。

拉筋应变在水平方向上基本呈单峰值分布，但在靠近墙面处同时会出现较大变形，这是因为靠近墙面处土体难以压实，所以压实度不高，土颗粒与筋材之间的嵌挤作用较弱，而限制作用是相互的，同时由于筋材与面板连接牢固，面板不会产生沉降，则容易在该处形成筋材与下层土体的脱离，所以筋材容易在该处产生较大剪应力和拉应力集中，而出现较大应变。峰值的出现同样是因为潜在滑裂面使该处嵌挤作用减弱而出现拉应力集中和较大剪应力。可见土颗粒与筋材之间的嵌挤作用可以起到均衡筋材拉应力的效果，因此加筋土挡墙施工中压实度与筋材铺设的平整度是控制要点之一。

图15　筋材累积应变随加载次数的分布Fig.15 Distribution of cumulative strain of geogrids with load cycle number

从应变值来看，稳定后土工格栅最大累积应变为0.9%，占峰值应变的9%，最大拉应力为拉伸强度的21.4%。拉筋实际受力远小于其抗拉强度值，土工格栅在低于设计值的拉力下变形很小。实际上，实体工程中土工格栅发生的拉伸变形很小，一般均远小于其本身的抗拉强度值。就此来看，土工格栅的选取需以试验为依据，避免造成浪费。

同时可以看出峰值位置从高到低距墙脚水平距离逐渐减小(见表4)。

表4　峰值应变位置距墙脚的水平距离

3结论

(1) 墙面水平位移主要受加载幅值和载荷重复次数的影响，峰值位于约4/5墙高处，加载幅值变换时出现突增。墙顶竖向沉降主要受加载幅值和载荷重复次数的影响，加载幅值变换时出现突增，幅值不变时沉降逐渐趋稳。

(2) 挡墙内竖向加速度主要受加载频率的影响，载荷幅值不变时加速度随频率的增加呈台阶式增长；频率变为8 Hz后加速度出现大幅增长。加载位置处加速度沿墙高从高到低逐渐衰减，其它位置衰减不明显。

(3) 随加载次数而增加的垂直动土压力主要受加载幅值和加载次数的影响，载荷变换时靠近加载位置处应力出现突增但很快趋于稳定。沿筋长其最大值位于加载位置附近。沿墙高，靠近墙面处垂直动土压力最大值位于约2/3墙高处，加载位置处垂直动土压力逐渐衰减，2/3墙高之上衰减幅度较小(约8.5%)，之下衰减幅度较大(约50%～55%)，非加筋区是逐渐增大的。

(4) 随加载次数略有增长的水平动土压力整体值很小，主要受加载次数和加载幅值的影响，十分靠近加载位置处的应力在幅值变换时出现突增但很快趋于稳定。沿筋长其最大值位于加载位置附近。沿墙高水平动土压力在靠近墙面位置处呈先增后减的趋势，加载位置处呈衰减趋势(衰减速率逐渐减小)，非加筋区亦呈先增后减的趋势。

(5) 残余土压力主要受加载大小和加载次数的影响。竖向和侧向残余土压力均随加载次数的增加而增大(增长速率逐渐减小)，幅值变换时出现突增。受墙面位移的影响，靠近墙面位置处残余土压力增长很小，甚至出现负增长。沿墙高墙体中部的残余土压力稍大。

(6) 土工格栅应变主要受加载次数的影响，其沿筋长呈单峰值分布，单峰值出现位置从高到低逐渐接近墙脚。靠近墙面处格栅也出现较大应变。随加载次数的增加筋材累积应变反而略有减小，稳定后土工格栅最大累积应变为0.9%(占峰值应变的9%)，最大拉应力为拉伸强度的21.4%，远小于筋材的抗拉强度。

参 考 文 献

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Test for dynamic characteristics of a geogrid reinforced soil retaining wall with concrete-block panels

WANGHe1,2,YANGGuang-qing1,LIUHua-bei3,WULian-hai4,LIUWei-chao1,XIONGBao-lin1(1. School of Civil Engineering, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang 050043, China; 2. School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China; 3. School of Civil Engineering & Mechanics, Huazhong University of Science & Technology, Wuhan 430074, China; 4. The Third Survey & Design Institute of China Railway, Tianjin 300142, China)

Abstract:In order to study dynamic behaviors of a geogrid reinforced soil retaining wall with concrete-block panels under train loads of high speed railway and analyze their mechanism, a series of tests involving deformation of wall face, wall body acceleration, dynamic soil pressure, residual soil pressure and tension strain of geogrids, were conducted with model tests in laboratory. Test results showed that the cumulative horizontal displacements of the wall face reveal a distribution of single-peak, and the max-value position is close to the wall top; the vertical acceleration of the wall is affected by load frequency and increases obviously when the load frequency is 8 Hz, and the acceleration decreases along the wall height in the reinforcement body; the dynamic soil pressure is mainly affected by load amplitude and load cycle number and decreases gradually along the height wall; the attenuation rate of the vertical dynamic soil pressure gradually increases and that of the horizontal dynamic soil pressure gradually decreases; with increase in load cycle number, the residual soil pressure increases gradually, and it is bigger in the middle portion along the wall height; the cumulative strain of the geogrid decreases slightly with increase in load cycle number, and reveals a distribution of single-peak along the geogrid length; the horizontal distance between the position of peak and the wall foot gradually decreases from higher position to lower one.

Key words:concrete-block panel; geogrid; reinforced soil retaining wall; dynamic load; model test

中图分类号:TU411.93

文献标志码：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.07.001

通信作者杨广庆 男，教授，博士生导师，，1971年生

收稿日期：2015-01-08修改稿收到日期：2015-05-04

基金项目：国家自然科学基金资助项目(51178280，51378322)；河北省高等学校创新团队领军人才培育计划资助项目(LJRC023)；中国铁路总公司科技计划资助项目(2013G010-C)

第一作者 王贺 男，博士生，1987年生

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